以JP-5000超音速火焰喷涂系统为例，说明设备故障分析及排除方法，仅供参考。故障/报警原因排除方法按POWER ON按钮后控制台打不开主开关未打开，电源线未插入或者保险丝烧断检查主开关、电源和保险丝WATER RESSURE（水压）报警灯亮1. 报警灯闪烁2. 报警灯常开1. 水源阀门关闭或者进水压力太低。PLC的输入/灯X20在条件满足时亮2. 回路断路器（CB-1）关闭3. 到枪的水压太低。PLC的输入/灯X35只在增压水泵打开时亮1. 检查供水阀门和/或水压。若有必要，调节压力开关（PSI）2. 打开回路断路器3. 检查增压水泵。咨询TAFA区域服务部门后如有必要，调节压力开关（PS8）WATER FLOW（水流）报警灯亮水流量低检查进水源和/或增压水泵（热交换器或者闭环冷却系统）PRYGE（吹除）开关灯闪烁使用过WATER PURGE（水吹除），在到枪的软管中存在空气运行水泵至少5秒，使连接枪的软管中重新充水WATER TEMPERATER（水温）报警灯亮从枪中出水温度超过180℉（82 ℃）检查进水温度和水冷却系统的故障FUEL PRESSURE（燃油压力）报警灯亮1. 燃油泵压力降到140 psi以下2. 回路断路器（CB-2）关闭1. 将泵压增加至180 psi（12.2巴）2. 打开回路断路器FUEL FILTER（燃油过滤器）报警灯亮1. 燃油过滤器堵塞2. 真空开关设置不正确1. 更换燃油过滤器（440023）2. 咨询TAFA技术人员以正确设置开关OXYGEN PRESSURE（氧气压力）报警灯亮1. 气源未开2. 氧气流量增加使得供气压力降低到＊低安全限（175 psi）之下1. 检查氧气供应。2. 氧气供应压力对流量来讲不足；供气管路/软管限制流量/压力。管子太细，和/或在线路中有太多的弯曲/弯头CARRIER（载气）报警灯亮载气气源未开或者用完检查载气气源COMBUSTION PRESSURE（燃烧室压力）报警灯亮1. 燃烧室压力未达到20 psi（1.36巴）系统不会顺序进入RUN（运行）流量2. 燃烧室压力管已烧坏1. START（启动）流量太低，不能获得足够高的燃烧室压力。咨询TAFA技术人员；压力开关（PS7）已经不准。咨询TAFA技术人员2. 切除烧坏末端，重新连接或者更换管子（P/N220068）以及一套两个螺钉和线圈管（P/N210256）PURGE（吹除）开关灯闪烁使用过空气吹除功能，将到枪和从枪回来的软管中的水吹除在MANUAL（手动）模式，按WATER开关运行水增压泵至少5秒按下GUN（喷枪）开关，不开始点火序列1. AUTOMATIC-ISLE-MANUAL（自动-空闲-手动）选择开关仍在MANUAL（手动）位置2. LOCATE-REMOTE（近控-远控）开关在RE MOTE位置。（或者试图使用远控板时在LOCAL位置）3. 在内存中仍然存在报警信号4. 报警灯泡烧坏1. 将开关切换到IDLE或者AUTOMATIC位置2. 将开关切换到LOCAL位置。（或者试图使用远控板时切换到REMOTE位置）3. 关闭控制台然后打开以清除报警记忆4. 检查灯泡：通过关闭控制台然后打开启动灯泡检查。观察可能烧坏的灯泡。必要时更换P/N250537点火问题1. 高压线头松开或断开2. 火花点火器的保险丝故障3. 无燃油到枪4. 同轴管损坏5.  START（启动）设置不正确6. 点火器电极烧坏7. 枪中火花弱或者没有1. 检查高压线头连接2. 检查保险丝F3和F103. 检查看是否有燃油流向喷枪，必要时调节4. 拆下并检查同轴管的损坏情况，（管尖端烧坏、管子裂纹、喷射孔磨损或变形等等），更换同轴管P/N6004645. 检查START状态的燃油和氧气设置，（应该是燃油2.0gph（7.3lph）和氧气450scfh（12,735slph）），如果需要重新设置，咨询TAFA技术人员6. 拆下并检查点火器，如电极比原始尺寸（0.94”）短，拧下来并更换P/N4508757. 检查点火变压器的输出电压，咨询TAFA技术人员，必要时更换P/N250561强烈的点火启动1. 电极烧坏或者弄脏2. 同轴管烧坏或者有缺陷3. 枪中火花弱1. 拆下并检查火花塞① 如脏的话，清洁和用砂纸打磨。（仅仅是尖端部分，不是轴部分）② 若有过量油，弄干，吹扫电极孔③ 如电极长度小于0.94”，拧下来并更换P/N4508752. 拆下并检查同轴管的损坏情况。若有缺陷或者损坏，更换新的P/N600464。3. 检查点火变压器的输出电压。咨询TAFA技术人员。必要时更换P/N250561。火花塞烧坏1. 由于“强烈”启动，同轴管烧坏。2. 强烈启动。1. 更换新的同轴管P/N600464.2. 检查START状态的燃油和氧气设置。（应该是燃油2.0 gph（7.3 lph）和氧气450scfh（12,735 slph））。两种情况下，都必须清洁并干燥火花塞和同轴管。用空气或惰性气体吹干稳定器上各自的孔洞。必要时更换火花塞电极（P/N450875）.在喷枪从START（启动态）转到INTERMEDIATE（中间态）时关闭控制台没有检测到20psi（1.3巴）的燃烧室压力，在IDLE（空闲态）时，PLC程序必须检测燃烧室压力，程序不允许“跳过”传感器。1. 检查START状态的燃油和氧气设置。（应该是燃油2.0gph（7.3lph）和氧气450scfh（12,735 slph）2. 确保燃烧室压力管没烧坏或者两端堵塞。更换管子（P/N220068）以及一套两个螺钉和线圈管（P/N210256）3. 燃烧室压力开关（PS7）太高或者已坏。重新设置咨询TAFA技术人员以获得指导。必要时更换P/N410134氧气和燃油背压高，燃烧室压力低喷枪运行在“射回”模式。1. 关闭并重新启动喷枪。2. 拆下稳定器，检查是否强烈磨损。若表面磨损或者任何以下尺寸超出容限，更换同轴稳定器（P/N600392）。燃烧室压力psi孔直径：新：0.0040”（1.016 mm）；磨损：0.050”（1.270 mm）火花塞孔：新：0.220”（5.588 mm）；磨损：0.240”（6.096 mm）同轴管孔：新：0.188”（4.775 mm）；磨损：0.208”（5.283 mm）燃油和氧气背压高1. 稳定器限制2. 检测阀堵塞或者故障1. 检测稳定器开口是否堵塞。如稳定器不可用，更换P/N600392。2. 吹扫或者更换检测阀。（燃油P/N410113，氧气410165）。氧气背压低1. 氧气漏气2. 氧气压力转换器故障1. 检测喷枪氧气软管是否泄漏;检测控制台内氧气是否泄漏2. 更换转换器（PT2）。（P/N400065）燃油背压低1. 燃油泄漏2. 燃油压力转换器故障1. 检测喷枪燃油软管是否泄漏。检测控制台内燃油是否泄漏2. 更换转换器（PT3）。（P/N400065）白色火焰（未送粉）燃油混合物太多和总的燃油流量太高1. 降低燃油流量2. 检查氧气进气压力，应该设定在210psi（14.5巴）。必要时调节3. 检查气罐或者刚钢瓶内剩余氧气水平4. 检查氧气是否泄漏或者接头松动黄色火焰1. 燃油太多2. 氧气太少1. 减少燃油流量2. 检查氧气是否泄漏或者接头松动。检查氧气流量的正确设置燃烧室内部均匀的碳沉积1. 同轴管不在出口中间2. 同轴管缺陷3. 燃油质量变化1. 同轴管定位在出口中间2. 拆下同轴管检查损坏和磨损。必要时更换P/N6004643. 检查燃油规格，更换到正确的燃油供应火焰或者激波钻石形表现不稳定1. 不稳定的或者过多的燃油供应2. 同轴管烧坏或者磨损3. 稳定器磨损或者损坏4. 燃烧室喉口磨损1.1 检查正确的燃油流量和压力（泵压力应该是180 psi, 12.2巴）1.2 检查燃油过滤器。必要时更换P/N440231.3 检查燃油线路是否泄漏2. 拆下同轴管检查是否损坏或者喷射孔磨损（更换P/N600464）3. 拆下稳定器，检查是否强烈磨损。若表面磨损或者任何以下尺寸超过容限，更换同轴稳定器（P/N600392）燃烧室压力psi孔直径：新：0.040”（1.016 mm）；磨损：0.050”（1.270 mm）火花塞孔：新：0.220”（5.588 mm）；磨损：0.240”（6.096 mm）同轴管孔：新：0.188”（4.775 mm）；磨损：0.208”（5.283 mm）4. 拆下燃烧室，检查喉口磨损情况。若喉口直径大于0.323”（8.024 mm），更换P/N450924枪管磨蚀1. 载气流量设置不正确。2. 送粉器泄漏3. 送粉管泄漏1. 调节载气流量2. 检查送粉器泄漏3. 检查送粉管磨损情况。对单个送粉器设置：若开口大于0.068”（1.727 mm），更换P/N450925。对两个送粉器设置：若开口大于0.090”（2.286 mm），更换P/N451057涂层质量降低1. 枪管内粉末沉积2. 载气流量设置不正确3. 喷枪运行在“射回”模式。4. 粉末喷射不正确1. 使用专为JP-5000设计的粉末；更换损坏、擦伤、粗糙的枪管；氧气供应压力下降，检查泄漏或者供气源剩余数量。必要时更换2 调节载气流量；检查载气供应压力或者流量是否太低；可行的话，更换成新的高压钢瓶3. 关闭并在适当背压下重新启动；拆下并检查同轴燃油管。必要时更换P/N600464。拆下稳定器，检查是否强烈磨损。若表面磨损或者任何以下尺寸超出容限，更换同轴稳定器（P/N600392）燃烧室压力 psi 孔直径：新：0.040”（1.016 mm）；磨损：0.050”（1.270 mm）火花塞孔：新：0.220”（5.588 mm）；磨损：0.240”（6.096 mm）同轴管孔：新：0.188”（4.775 mm）；磨损：0.208”（5.283 mm）4. 调节气体流量到TAFA推荐的参数；检查送粉管磨损情况。对单个送粉器设置：若开口大于0.068”（1.727 mm），更换P/N450925。对两个送粉器设置：若开口大于0.090”（2.286 mm），更换P/N451057枪管堵塞1. 火焰热焓太高2. 粉末太细（太多细粉）3. 湿的粉末，导致粉末粘在管内，限制了载气流量4. 枪管长度不对5. 火焰不稳定6. 粉末喷射不正确7. 污染或者脏的冷却水8. 枪零件上有矿物沉积9. 错误的燃油或者不同的燃油10. 燃烧室喉口磨损11. 送粉器泄漏1. 检查喷涂参数，减低燃油流量（gph/lph）或者提高氧气流量（scfh/slfh）2. 使用TAFA推荐的转为JP-5000设计的材料3. 使用前烘干4. 使用较短的枪管5. 见火焰不稳定部分6. 检查送粉管磨损情况。对单个送粉器设置：若开口大于0.068”（1.727 mm），更换P/N450925。对两个送粉器设置：若开口大于0.090”（2.286 mm），更换P/N451057；检查送粉器泄漏7. 清洗冷却水系统或者更换水源8.更换水源9. 检查燃油规格，更换正确的燃油供应10. 拆下燃烧室，检查喉口磨损情况。若喉口直径大于0.323”（8.024 mm），更换/N450924；拆下并检查同轴燃油管的损坏或磨损情况。必要时更换P/N60046411. 对送粉器管接头、轴密封、特别是排气塞盖子进行泄漏检查。必要时旋紧或者更换接头和管子。（排气塞盖P/N210402）（O形圈和轴密封套件P/N600428）枪内粉末管熔化1.枪管阻塞，堵住了出气口气流2 载气压力设置不对3. 载气流量设置不对4. 送粉器或者送粉管泄漏5. 同轴管损坏导致中间连接器过热6. 燃烧室喉口磨损7. 湿的粉末，导致粉末粘在管内，限制了载气流量8. 送粉管插入件内径错误1. 更换枪管（见更换零件部分已获得正确的长度）确认压力设置为50psi（3.5巴）2. 调节到TAFA推荐流量3. 对送粉器管接头、周密封、特别是排气塞盖子进行泄漏检查。必要时旋紧或者更换接头和管子。（排气塞盖P/N210402）（O形圈和轴密封套件P/N600428）4. 拆下并检查同轴燃油管的损坏或磨损情况。必要时更换P/N6004645. 拆下燃烧室，检查喉口磨损情况。若喉口直径大于0.323”（8.024 mm），更换P/N4509246. 使用前烘干粉末7. 检查送粉管正确内径。对单个送粉器设置：若内径小于0.058”（1.473 mm），联系TAFA技术人员。对两个送粉器设置：若内径小于0.080”（2.032 mm），联系TAFA技术人员转载网络

常见JP-5000喷涂层问题的原因及解决方法，仅供参考。涂层问题原因解决方法在界面处涂层结合失效界面污染物（油、水、异体物质）保持零件干净，除油，预热到250℉（107 ℃）。不正确的基底表面准备通过强烈喷砂或者每英寸加更多的螺纹，改善准备表面轮廓（＊小=200~250 Ra）。基底在喷涂中过热冷却基底，不要超过300℉（150 ℃）。确保恰当的喷涂距离、横向速度和转速RPM。零件几何形状涂层包住边缘。在基底材料较少的边缘喷涂较薄。涂层过热产生的应力对基底几何形状来讲，喷涂过厚。减低厚度。基底过热，不要超过300℉（150℃）。涂层太硬。调节喷涂参数减少热量。遵从喷涂参数表的指导。喷枪的喷涂角没优化确保喷涂角度＊有利于获得＊大的结合强度（90°不总是＊优化-通常引起颗粒反弹）。涂层裂纹基底过热冷却基底，不要超过300℉（150℃）。涂层太硬调节喷涂参数减少热量，保持基底较冷，提高横向速度和转速RPM。送粉问题送粉速率太低，是颗粒过热，提高送粉率载气压力或者流量不正确。与推荐的参数对照检查。粉末颗粒或者已有涂层过热调节喷涂参数，减少热量，保持基底较冷，提高横向速度和/或转速RPM，有助于保持涂层较冷，使零件冷却更多。颗粒粉间分层由于层间污染物导致粘结失效确保粉尘颗粒总是从基底向所有部位运动。除尘可能不足以去除过喷颗粒涂层在每次喷涂之间变得太热调节喷涂参数，减少热量，保持基底较冷，提高横向速度和/或转速RPM。火焰温度低，颗粒未充分加热调节喷涂参数以增加热量，增加枪管长度或者降低送粉速率。粉末粒度太大，颗粒未充分加热增加枪管长度，调节喷涂参数以提高火焰温度，或者降低送粉速率。使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。粉末粒度太小，颗粒过热减小枪管长度，增加送粉率。使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。孔隙率高在车削、研磨或者抛光中拔出一次出去过多材料。一次切削或者研磨太粗糙。涂层中的未熔颗粒。提高火焰温度。以增加颗粒热量。粉末中含有太多的粗大颗粒增加枪管长度，提高火焰温度。使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。送粉速率太高降低送粉速率喷涂参数太低调节燃油/氧气比率以提高火焰速度赋予更高的动能对旋转零件的喷枪角度用稍微向零件旋转方向倾斜的角度喷涂以使喷涂方向不是与零件中心线成90°。喷涂距离不正确，可能太远将喷枪移动到正确的喷涂距离，约15”（38 cm）。氧化物水平高基底过热降低喷涂参数以减少热量，保持基底较冷，提高横向速度和/或转速RPM，检查喷涂距离。粉末中细粉过多减小枪管长度，调节喷涂参数以降低火焰温度或者增加送粉速率。使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。涂层硬度不够颗粒间分层调节燃油/氧气比率以提高火焰速度赋予更高的动能。降低送粉速率，提高颗粒热量粉末颗粒速度太低调节燃油/氧气比率以提高火焰速度赋予更高的动能。粉末粒度太大增加枪管长度，调节喷涂参数以提高火焰温度，或者降低送粉速率。使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。喷涂距离不正确，可能太远将喷枪移动到正确的喷涂距离，约15”（38 cm）。涂层太硬基底过热调节喷涂参数以减少热量，保持基底较冷，提高横向速度和/或转速RPM。氧化物水平高提高横向速度和/或转速RPM，保持基底较冷或者提高送粉速率以降低颗粒热量。粉末中细粉太多。使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。粉末颗粒速度太高调节燃油/氧气比率以降低火焰速度赋予更较小的动能。喷涂距离不正确，可能太近将喷枪移动到正确的喷涂距离，约15”（38 cm）。按小增量增加喷涂距离，重新评估硬度和涂层结构。沉积效率低燃油/氧气比率不正确若看出颗粒反弹，调节喷涂参数提高颗粒热量，注意不要把基底过热。粉末粒度不正确使用为JP-5000设计的合适粒度的粉末。过大的粉末颗粒导致反弹，细粉末过多导致火焰吹走细粉枪管长度不正确增加枪管长度或者提高火焰温度载气参数不正确载气压力或者流量不正确。与推荐参数对照检查涂层太硬（见涂层太硬部分）调节喷涂参数以减少热量，保持基底较冷，提高横向速度和/或转速RPM提高横向速度和/或转速RPM，保持基底较冷或者提高送粉速率以降低颗粒热量。喷涂距离不正确将喷枪移动到正确的喷涂距离，约15”（38 cm）。按小增量增加喷涂距离，重新评估硬度和涂层结构。转载网络

精细氧化铝与陶瓷等领域矿物和流体组分的热力学参数       本文收集了Holland和Powell（1990）报导的123种常见造岩矿物和流体端员组分的热力学参数。这些资料与Berman(1988)发表的67种常见造岩矿物端员组分的热力学参数相比，不仅端员组分的数量增加了将近一倍，而且两套热力学参数之间相当一致；在应用这两套参数进行相平衡计算时，也可获得非常近似的精度（Holland & Powell,1990)。1．热力学符号ΔH°在1bar和298K下由元素生成化合物的生成焓（kJ×mol-1)S°在1bar和298K下的熵（kJ×K-1mol-1)V°在1bar和298K下的体积（kJ×kbar-1mol-1)Cp摩尔热容：Cp  = a + bT + cT-2 + dT-1/2 (kJ×K-1 mol-1)α热膨胀系数（通常表示为αV）（K-1）β等热压缩系数（通常表示为βV）（kbar-1）ΔG°在某一温压条件下纯端员组分之间反应的摩尔Gibbs自由能改变量（kJ×mol-1)R气体常数（0.0083143 kJ×K-1 mol-1)T＊＊温度（K）p压力（kbar)（1bar=105Pa, 1kbar=108Pa)K平衡常数2．热力学方程      对于任一化学反应，其平衡关系可表示为：0 = ΔG°+ RTlnK      任一端员组分矿物相对于反应的摩尔Gibbs自由能改变量ΔG°的贡献为：       对于流体端员组分，上式中的体积-压力积分项应由RTlnf项来代替。其中f为气体端员组分的逸度，可以由CORK方程来计算（Holland & Powell, 1991；马鸿文，1993a）。当反应包括H2O和CO2混合流体相时，H2O和CO2在某一温压条件下的活度可由Powell和Holland（1985）的亚规则溶液模型来计算。两种流体端员组分的相互作用参数W为：W（H2O）= 8.3﹣0.007T + 0.26p W（C2O）= 17.8﹣0.014T + 0.38p上述参数是根据2～10 kbar、400～800℃下的活度资料拟合计算的。在p≤1.5 kbar下，相应的W参数为：W（H2O）= 1.08﹣0.012TW（CO2）= 25﹣0.025T上式中W参数的单位为kJ。3．Lambda热容异常在298K以上的温度下，某些含铁矿物（自然铁、赤铁矿、磁铁矿等）会由于磁无序而出现Lambda热容异常。Holland和Powell(1990)采用简单的Landau理论来描述这类矿物相对于低温有序状态下的过剩性质：式中TC为相转变温度，Smax为由相转变引起的＊大熵，Sex和Hex为在任一温度T下因无序化而产生的过剩熵和过剩焓，Q为宏观有序参数。Q参数与传统的Landau项表达式中的有序化自由能ΔGord有关，即式中的Landau项Smax和Tc见附表2。相同的Landau表达式可用于描述钠长石（ab)、钾长石（ksp)、霞石（ne）、白榴石(lc)平衡行为中的Al-Si有序—无序化过剩性质。4．Tschermak替代    某些常见的铁镁矿物相在相当宽的成分范围内存在着Al+Al对[Mg+Fe2+]+Si的替代，且其成分是压力、温度和矿物组合的函数。因此，了解控制这种替代的因素并合理地描述这种替代，在相平衡热力学计算中是十分重要的。Holland和Powell(1990)在研究常见造岩矿物端员组分的热力学参数时，考虑了下列矿物相中存在的Tschermak替代，即             白云母：          mu,cel,fcel             黑云母：          phl,ann,east,sdph             绿泥石：          clin,daph,ames,fame             滑  石：           ta,fta,tats,ftat             闪  石：            tr,ftr,hb,fhb             辉  石：            en,mgts,di,cats    在对以上矿物端员组分的热力学参数拟合计算中，Holland和Powell(1990)采用了结晶位置理想混合的活度模型来表征固溶体的热力学性质。采用这一活度模型的矿物分子式见附表1。以含Mg端员组分为例，其活度表达式如下：     含Fe端员组分的活度计算，只需将以上表达式中的Mg换为Fe即可。在实际应用中，至少对于Tschermak替代必须采用以上活度模型。如果需要，对于K-Na-Ca或Ca-Fe-Mg之间的非理想混合性质，也可增补到以上活度表达式中。5．热力学参数的信度      Holland和Powell(1990)按照矿物端员组分热力学参数的可信程度，将其分为三个信度水平。     列入信度1中的矿物，具有精确的热力学性质，大体相当的熵和体积资料，以及高质量的实验相平衡资料。因此可以预料，随着实验和热力学资料的积累，这些矿物的热力学参数不会发生显著的改变。     列入信度2中的矿物，其热力学参数的可信程度略低，其可能的原因包括：由于阳离子无序程度不详而导致熵的精确值未知；仅依据一次实验确定的反应或据两次以上不一致的实验反应导出热力学参数等。堇青石列于信度2中，其原因是目前尚不完全了解其水化反应的热力学过程。由于Holland和Powell(1990)给出的热力学参数具有良好的内部一致性，因此，对于实际应用而言，信度2和信度1中的矿物热力学参数的可信度区别不大。随着今后热力学参数和实验资料的积累，信度2中矿物的热力学参数有可能进一步修正，但其修正程度不会太大。      列入信度3中的矿物，其热力学参数仅仅是初步的。其可能的原因包括：由天然体系的元素分配资料导出热力学参数；采用了简化的理想混合的固溶体活度模型；矿物的成分或熵的精确值未知；使用了不一致的相平衡实验资料等。因此，这类矿物的热力学参数在今后将有可能作较大的修正，在实际应用中应予注意。转载：它处

钛合金因其优良的综合性能成为航空航天飞行器的主要结构材料之一。随着航空发动机性能的提升，对钛合金的使用温度提出了越来越高的要求。介绍了国内外高温钛合金的研究现状，总结了高温钛合金的发展方向和一般规律。 关键词：高温钛合金；合金元素；稀土元素；热稳定性钛合金具有低密度、高强比、耐腐蚀、耐高温、非磁性等优异的物理机械性能， 被广泛应用到航空航天、舰船制造、生物医用、石油化工等领域。而高温钛合金作为现代航空发动机的关键材料， 被用作航空发动机的叶片、机盘、机匣等部件以减轻发动机的重量，提高飞机的推重比。高温钛合金代表了钛合金的发展前缘，世界几个重要国家如美国、英国、俄罗斯、中国等都对高温钛合金做了大量的研究工作，也都各自建立了钛合金体系。本文对这几个主要国家的高温钛合金的发展及研究现状进行综合分析和探讨，并对我国高温钛合金的研发和应用提供思路。1 高温钛合金的概况高温钛合金由于优异的综合性能成为了航空发动机的关键材料，其发展一直备受世界关注。从自高温钛合金出现到现在， 各国科学家已经研究了六十多年， 其各方面的性能不断地被提高：使用温度从 300 ℃被 提 升 到 600 ℃， 抗 拉 强 度 也 从 300～400MPa 被提高到 1100MPa， 从＊初的 α+β 两相合金到高温性能更优异的近 α 型合金（近 α 型合金具有较高的高温强度和接近 α+β 两相合金的室温拉伸性能）。如今成功应用到发动机中的高温钛合金有：IMI834、IMI829、BT18Y、BT36、Ti110 等，＊高使用温度为 600℃。目前为止， 国际上还没有超过 600 ℃成熟的航空发动机用高温钛合金的报道。究其主要原因是由于高温钛合金的蠕变抗力和抗高温氧化性能随温度的升高而急剧降低，这两方面成为制约高温钛合金发展的主要障碍。表 1 列出了部分国家高温钛合金的使用温度及化学成分。 几种典型 600℃高温钛合金的性能特点及力学性能比较如表 2、3 所示。随着高温钛合金性能的提升，并不断满足航空发动机性能的需求，使得高温钛合金的用量越来越大。 钛合金在飞机上的用量在一定程度上也反映了一个国家航空工业的发展水平， 表 4 给出了钛合金在一些飞机结构中所占的比例。表 1 一些高温钛合金的化学成分及使用温度表2 国内外 5 种 600 ℃高温钛合金及其基本特点表 3 国内外 5 种 600 ℃高温钛合金力学性能对比表4 一些飞机结构用钛合金所占比例(质量分数，%)2 国内外高温钛合金的研究现状20 世纪 50 年代， 美国研制出了第一种实用高温钛合金 Ti-6Al-4V，使用温度 300～350℃，该合金具有 α+β 双相组织， 同时具有高的热强性、韧性、塑性、焊接性、 耐腐蚀性等优异的综合性能，被广泛应用在航空航天工业， 至今仍是世界上实用量＊大的钛合金。随后各国相继研制出：使用温度为 350～480℃ 的合金，如 Ti6242、BT321、IMI679 等合金，也是以溶强化为主的合金；使用温度为 480～540℃合金，如 Ti6242S、IMI685、IMI829、BT9 等合金，这类合金主要是加入了 Si 元素，确立了合金体系 Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si 系列，合金相组成由 α、β、微量硅化物组成；使用温度为 540～600℃合金，如 IMI834、Ti-1100、BT18Y、 BT36 等， 这类合金中长程有序的 α2 强化相得到应 用，合金由 α、β、微量硅化物、α2 相组成。2.1 美国高温钛合金的发展随着 Ti-6Al-4V 的研制成功， 美国成为世界上第一个研制出高温钛合金的国家。然而随其航空工业的发展，Ti64 的耐热性、冷加工性、疲劳强度等方面已无法满足需求。随后，美国开发了含 Mo 分别为 6%和 2%的 Ti6246、Ti6242 合金， 将高温钛合金的使用温度从 300℃提高到 450℃，具有更高的瞬时强度和抗高温蠕变强度。20 世纪 70年代，美国活性金属公司通过在 Ti6242 合金中添加 Si 元素开发了 Ti6242S 合金， 显著提高了 Ti6242 的蠕变性能，将高温钛合金的使用温度突破 500℃达到 520℃，使其具有更好的高温使用性能和焊接性能，被主要应用在航空发动机部件及飞机机体热端零件上。20 世80 年代初， 美国再次对 Ti6242S 合金中的 Sn、 Mo、Si 元素进行调整， 同时控制杂质元素 O 的质量 分数低于 0.07%和 Fe 的质量分数低于 0.02%， 研发出了近 α 型 Ti1100 高温钛合金，使其使用温度达到了 600℃。该合金同时具有较低的韧性和较大的疲劳裂纹扩展速率， 被用来制造发动机的高压压气机轮盘和低压涡轮叶片等零件。美国钛合金的研制思路主要是将多元合金化和组织调控相结合， 通过调整合金元素种类和含量以及热处理制度来获得高温钛合金高温下的疲劳强度和蠕变强度的＊佳匹配。 近几年有报道， 美国麦道公司采用快速凝固 / 粉末冶金技术， 成功的研制出一种使用温度达到 650℃以上的高温钛合金，并且在 760℃下其强度与目前常温下使用的钛合金强度基本一致。2.2 英国高温钛合金的发展在钛合金研制与开发上， 英国学者初期就认识 到了 Si 元素对合金的蠕变性能起到的重要作用，因此可以看到英国的高温钛合金几乎都含有 Si 元素， 英国的设计思路是通过 α 相的固溶强化作用提升合金蠕变性能， 因此侧重于寻找提高蠕变强度的近 α 型钛合金。在 1955年左右， 英国成功研制出了 IMI550 合金， 相比较与同时期美国研制出的 Ti-64 合金，IMI550 合金具有更高的抗拉强度和使用温度 （约 425℃）。IM I550 合金奠定了英国高温钛合金发展的基础。随后，英国在 IM I550 合金的基础上，又添加 了 1% 、0.5% 的 Mo研 制 出 了 IMI679 合 金 、 IMI685 合金， 同时IMI679 合金含有11%的 Sn，使用温度提高到 450℃， 抗高温蠕变强度优于美国的 Ti-64 合金，而 IMI685 合金可在 520℃下使用，并具有较高的蠕变性能、加工性能以及焊接性能。 20 世纪 70～80 年代， 随着航空工业对疲劳强度要求的提高， 英国开发了以改善疲劳强度为主的 IMI 829 和 IMI 834 合金，这两种合金都属于 Ti-AlSn-Zr-Mo-Nb-Si 系列，IMI 834 合金还含有 0.06%C， 这样的成分设计使得合金的氧化性能以 及蠕变性能均得到了大幅度提升；同时还能对合金的宏观 组织与微观组织进行有效细化。IMI 834 合金也成为国际上出现的＊＊使用温度可达 600℃的高温钛合金。2.3 苏联(含俄罗斯)高温钛合金的发展苏联对高温钛合金的研究起步较早，研究也较为成熟，形成了一套完整的钛合金体系。BT321 合金是苏联在 1957 年研制成功的，奠定了苏联高温钛合金研制的基础， 该合金也是苏联早期＊成熟和应用＊广泛的合金。BT321 合金中除了常用的Al、Mo，Si 元素外，还有 Cr 和 Fe 元素，这两种元素有效地增强 了 α、β 相的热强性，其工作温度 400～450℃。为了进一步提高钛合金的使用温度，1958 年苏 联成功研制出了同属 α+β 型马氏体的 BT8、BT9 合金。BT8 属于 Ti-Al-Mo-Si 系合金，其在 500℃下具 有较好的热稳定性，BT9 在 BT8 基础上增加了 Sn， 提高了合金的持久强度和蠕变强度， BT9 的热强性优于 BT8，但热稳定性不如 BT8。20 世纪 60～70 年 代，苏联又研制和开发了BT18、BT18Y、BT25、BT25Y 合金，进一步提高了高温钛合金的热强性能。1992 年，俄罗斯在 BT18Y 的基础上用 5%的高熔点 W 代替 1%Nb 开发出了一 种使用温度达到 600℃的八元高温钛合金 BT36， 而 W 的加入对合金的室温强度、蠕变、持久性有明显的改善，提高了合金的热稳定性。2.4 国内高温钛合金的研究现状 我国高温钛合金的研制工作起步较晚， 始于北京有色金属研究总院， 随着钛合金应用不断深入， 中国科学院金属研究所、北京航空材料研究院、洛阳船舶材料研究所等科研单位和企业也都相继加入高温钛合金研究中。随着研究的深入，我国高温钛合金的使用温度从＊初使用温度在 300～400 ℃的 TC4 到使用温度为 600℃的 Ti60、Ti600。从＊初以仿制俄罗斯和英国高温钛合金的研制工艺， 到后来经过不断的探索逐步形成了以添加稀土元素为特色的近 α 型高温钛合金体系， 典型的如 Ti55、Ti60、 Ti600。Ti55 合金是在 Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si 系合金中添加了稀土元素 Nd，而 Nd 元素在熔炼过程中能够与基体中的氧结合， 既降低了基体中的氧含量又形成了与基体非共格的第二相颗粒，从而净化了基体，提高了合金的热稳定性；Ti60 合金是中科院金属研究所和宝钛集团在 Ti55 基础上适当增加了 Al、Sn、Si 的含量，并降低 Nb、Zr 的含量，这样的成分设计使合金的使用温度达到了 600℃；随后，西北有色金属研究院又研制出 Ti600 合金，此合金是以美国的 Ti1100 合金为基础， 添加约了 0.1%Y。该合金在 600～650℃下， 具有良好的蠕变性能和力学性能。相较于国外 600℃高温钛合金，Ti60、Ti600 均具有更高的的屈服强度和抗拉强度，但目前，我国 600℃ 及其以上高温钛合金还处于研究阶段， 在国内航空发动机上还没有得到应用。3 结语高温钛合金在航空、 航天领域上的重要意义已经得到世界各国共识， 中国在高温钛合金的研制方面与西方发达国家相比还有很大的差距， 差距不仅体现在与西方发达国家的研究水平上， 更多的是体现在我国工业化生产水平与国外的差距。通过对国内外高温钛合金现状的综述，笔者提出了几点建议， 希望这些建议能为我国高温钛合金的研究发展提供一些借鉴。 1） 高温钛合金的设计朝多元方向发展，成分的优化越来越重要，合金化也越来越合理。 2） 适量的 Si 明显提高合金强度和高温抗蠕变性能。 3） 一些稀土元素在钛合金中可以脱氧， 并可与基体形成高熔点化合物，提高合金的抗氧化性。但稀土元素在高温钛合金中的作用和机理需要更深入的研究。 4） 可以寻找新的添加元素，其在 α-Ti 中要有较大溶解度并能起到较强的强化作用， 同时新元素与钛形成 Ti3X 倾向要小，避免带来组织不稳定。 5） 需加强对高温钛合金特殊加工工艺的研究。转载：它处

陶瓷基板是指铜箔在高温下直接键合到氧化铝(Al2O3)或氮化铝(AlN)陶瓷基片表面( 单面或双面)上的特殊工艺板。所制成的超薄复合基板具有优良电绝缘性能，高导热特性，优异的软钎焊性和高的附着强度，并可像PCB板一样能刻蚀出各种图形，具有很大的载流能力。因此，陶瓷基板已成为大功率电力电子电路结构技术和互连技术的基础材料。塑料和陶瓷材料的比较塑料尤其是环氧树脂由于比较好的经济性，至目前为止依然占据整个电子市场的统治地位，但是许多特殊领域比如高温、线膨胀系数不匹配、气密性、稳定性、机械性能等方面显然不适合，即使在环氧树脂中添加大量的有机溴化物也无济于事。相对于塑料材料，陶瓷材料也在电子工业扮演者重要的角色，其电阻高，高频特性突出，且具有热导率高、化学稳定性佳、热稳定性和熔点高等优点。在电子线路的设计和制造中具有较大优势，因此陶瓷被广泛用于不同厚膜、薄膜或和电路的基板材料，还可以用作绝缘体，在热性能要求苛刻的电路中做导热通路以及用来制造各种电子元件。各种陶瓷材料的比较Al2O3到目前为止，氧化铝基板是电子工业中＊常用的基板材料，因为在机械、热、电性能上相对于大多数其他氧化物陶瓷，强度及化学稳定性高，且原料来源丰富，适用于各种各样的技术制造以及不同的形状。BeOBeO具有比金属铝还高的热导率，应用于需要高热导的场合，但温度超过300℃后迅速降低，＊重要的是由于其毒性限制了自身的发展。AlNAlN有两个非常重要的性能值得注意：一个是高的热导率，一个是与Si相匹配的膨胀系数。缺点是即使在表面有非常薄的氧化层也会对热导率产生影响，只有对材料和工艺进行严格控制才能制造出一致性较好的AlN基板。导热系数陶瓷类型氮化铝流延片AlN(170.0 W/m·K)氮化铝流延片是利用高纯度氮化铝粉料，通过流延的方式加工后。在氮气的气氛下，高温烧结制成的。通过机械打磨获得光滑的电子陶瓷基片。这种陶瓷适宜应用在高导热要求的使用环境下，尤其适合UV-LED，太阳能电池和激光器的光电转化和热电转化的领域中。氧化铝流延片Al2O3(18.0 W/m·K)氧化铝流延片是利用高纯度氧化铝粉料，通过流延的方式加工后，高温烧结制成的。通过机械打磨获得光滑的电子陶瓷基片。这种陶瓷适宜应用在可靠性要求较高的使用环境下，尤其适合大功率LED，电动汽车基板和射频电源的大功率器件的领域中。氧化铝与氮化铝特性比较：氧化铝：材料取得容易、成本较低、制程较简单、热传导系数较差；氮化铝：材料取得不易、成本较高、制程较难、热传导系数较佳。陶瓷基板加工定制陶瓷基板的应用氮化铝陶瓷基体叉指电极说明：氮化铝带图形镀金。应用：激光器组件，陶瓷垫块。氮化铝镀金说明：氮化铝带图形镀金。应用：激光器组件，陶瓷垫块。氮化铝陶瓷垫块说明：采用DPC工艺，在氮化铝表面形成金的陶瓷垫块。应用：大功率激光器封装使用。声      明：文章内容转载自化学传感科技评论，仅作分享，不代表本号立场，如有侵权，请联系小编删除，谢谢！